葉 欣，鐘文安，馮方達(dá)，陳少將，張邦雙

(西昌衛(wèi)星發(fā)射中心航天發(fā)射場可靠性技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，?？?571126)

0 引 言

新一代運(yùn)載火箭采用新型液氧煤油火箭發(fā)動(dòng)機(jī)，為達(dá)到最佳燃燒效率，要求煤油溫度在10～15 ℃范圍。由于文昌常年氣溫大于20 ℃，需要對煤油進(jìn)行降溫處理。該系統(tǒng)在某次任務(wù)中，在地面庫區(qū)貯罐出現(xiàn)了嚴(yán)重的煤油溫度分層，輸送管道末端的煤油溫度發(fā)生較大變化，給煤油溫度品質(zhì)控制帶來較大影響。溫度分層現(xiàn)象在低溫液體儲(chǔ)存中是比較普遍的，國內(nèi)外對天然氣的分層與翻滾現(xiàn)象都進(jìn)行了大量的實(shí)驗(yàn)與機(jī)理研究，提出了多種數(shù)學(xué)理論模型，并采取多種預(yù)防措施[1-4]。在液體火箭低溫貯箱內(nèi)部也存在熱分層，是貯箱漏熱、自然對流和熱物性參數(shù)綜合影響的結(jié)果，在新型運(yùn)載火箭低溫貯箱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中需要重點(diǎn)考慮[5-7]。有學(xué)者[8-9]對低溫推進(jìn)劑熱分層的機(jī)理和變化規(guī)律進(jìn)行了系統(tǒng)分析總結(jié)和針對性試驗(yàn)研究。文獻(xiàn)[10]研究了回流口位置對液體火箭液氧貯箱熱分層的攪動(dòng)影響規(guī)律，找到了最佳回流位置。文獻(xiàn)[11]研究了增壓輸送對臥式貯罐液氫熱液層的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)液氫貯罐輸出品質(zhì)與貯罐內(nèi)熱液層厚度密切相關(guān)。文獻(xiàn)[12]在液氧煤油發(fā)動(dòng)機(jī)測試時(shí)采用液氮對煤油進(jìn)行降溫，發(fā)現(xiàn)主容器內(nèi)煤油溫度和發(fā)動(dòng)機(jī)入口溫度有一定差異，采取管道包扎絕熱層以及對管路進(jìn)行充分熱交換的方法來保證煤油溫度。

低溫推進(jìn)劑的熱分層往往由于貯罐壁面的漏熱所致，其機(jī)理規(guī)律和處置措施已經(jīng)過系統(tǒng)研究和實(shí)際驗(yàn)證。常溫推進(jìn)劑的溫度分層在發(fā)射場屬首次出現(xiàn)，鮮有文獻(xiàn)關(guān)注這個(gè)問題并進(jìn)行專題研究，其原因和機(jī)理尚不明確。本文通過分析煤油調(diào)溫試驗(yàn)中不同深度的溫度數(shù)據(jù)，找到了煤油推進(jìn)劑降溫后溫度分層的原因，揭示了其內(nèi)在機(jī)理，提出了高純氮?dú)鈴?qiáng)制對流的方法，有效解決了煤油溫度分層問題。在多次試驗(yàn)基礎(chǔ)上，構(gòu)建了煤油調(diào)溫的目標(biāo)溫度計(jì)算模型，作為煤油降溫停止時(shí)機(jī)的判斷準(zhǔn)則，有效提高了煤油調(diào)溫的精度，避免了精度差所導(dǎo)致的多次調(diào)溫。

1 煤油貯罐溫度分層及其原因分析

煤油輸送系統(tǒng)有多個(gè)貯罐，其貯存的煤油溫度與室溫一致，約30 ℃。由于火箭發(fā)動(dòng)機(jī)要求煤油推進(jìn)劑在貯箱保持10～15 ℃溫度范圍，需在輸送前進(jìn)行降溫，每個(gè)貯罐的調(diào)溫均單獨(dú)進(jìn)行。為提高效率，煤油降溫系統(tǒng)采用液氮(殼程)對煤油(管程)進(jìn)行冷浴降溫，為防止煤油溫度過低發(fā)生凝固，先采用輸送泵將煤油輸送到換熱器再回流至貯罐，待煤油流動(dòng)穩(wěn)定后往換熱器中充入液氮進(jìn)行降溫，達(dá)到既定降溫目標(biāo)溫度后先將液氮排空，待殘余液氮蒸發(fā)并恢復(fù)到一定溫度后，停止煤油流動(dòng)。煤油貯罐為單層臥式結(jié)構(gòu)，半徑1.5 m，外包發(fā)泡絕熱層，兩端為半橢球型，總共有四個(gè)溫度測點(diǎn)，分別位于兩端的中心和中心下方800 mm，貯罐有兩根垂直出液管，分別用于輸送和降溫，有一根水平布液管用于降溫回流，如圖1所示。

煤油貯罐距離火箭約百米，通過管道采用離心泵向火箭擠壓輸送，在泵后和火箭貯箱均有溫度測點(diǎn)，如圖2所示。

在某次任務(wù)的煤油輸送過程中，貯罐兩端不同高度的測點(diǎn)始終有1～2 ℃溫度差異，貯罐、泵后、箭上測點(diǎn)溫度均有較大變化，如圖3所示。隨著液位的不斷降低，貯罐內(nèi)煤油的溫度從8 ℃逐步上升至20 ℃，溫度變化達(dá)12 ℃；泵后和箭上管路從常溫狀態(tài)逐漸冷透，溫度從30 ℃降至10 ℃，然后分別上升了5 ℃和3 ℃。初步分析認(rèn)為煤油貯罐溫度存在分層，上部溫度高，下部溫度低。

為進(jìn)一步了解和掌握煤油貯罐溫度分層的具體情況，關(guān)鍵在于獲取不同深度的煤油溫度數(shù)據(jù)。在煤油輸送過程中，貯罐液位不斷下降，而溫度測點(diǎn)固定不動(dòng)，相當(dāng)于其溫度測點(diǎn)的深度在不斷變小，直至液位低于溫度測點(diǎn)，此時(shí)即深度為零?；诖怂悸罚詢纱稳蝿?wù)實(shí)測煤油溫度數(shù)據(jù)為樣本，在剔除無效數(shù)據(jù)、篩選輸送時(shí)段、統(tǒng)一采樣頻率到每分鐘/次、溫度修正等數(shù)據(jù)預(yù)處理的基礎(chǔ)上，以煤油貯罐(T1，T3為兩端上部測點(diǎn)，T2，T4為兩端下部測點(diǎn))溫度T為橫坐標(biāo)，以貯罐液位容積公式計(jì)算的測點(diǎn)深度H作為縱坐標(biāo)，作貯罐溫度深度T-H圖選取兩個(gè)典型煤油貯罐(見圖4)。

1號貯罐初始液位高度2.28 m，隨著深度從0 m增加到1.6 m，煤油溫度從21 ℃降至8 ℃，在深度0.8 m存在明顯拐點(diǎn)。在深度0～0.8 m區(qū)間，煤油溫度梯度非常大；在深度0.8～1.6 m區(qū)間，煤油溫度也存在明顯梯度；深度大于1.5 m后，煤油溫度梯度存在變緩跡象。2號貯罐初始液位2.14 m，也一致反映出溫度梯度的分布規(guī)律。隨著深度從0 m增加到1.4 m，煤油溫度從24 ℃降至8 ℃，在深度1.2 m和深度0.6 m存在兩個(gè)明顯拐點(diǎn)。在深度0～0.6 m區(qū)間，煤油溫度梯度非常大；在深度0.6～1.2 m區(qū)間，煤油溫度也存在明顯梯度；在深度大于1.2 m后，T-H數(shù)據(jù)近乎垂直，煤油溫度基本一致。

為進(jìn)一步驗(yàn)證煤油貯罐溫度分層情況，提高樣本數(shù)據(jù)的覆蓋性和代表性，以某次任務(wù)煤油輸送數(shù)據(jù)為例，對四個(gè)貯罐的T-H圖進(jìn)行分析對比(見圖5)，其中3號貯罐T1測點(diǎn)失效。

四個(gè)煤油貯罐初始液位分別為2.08 m,2.08 m,2.04 m,2.06 m，圖5也反映出煤油溫度梯度的相似規(guī)律，在深度0.5 m處存在明顯拐點(diǎn)，在拐點(diǎn)深度上方是約0.5 m的熱煤油層，溫差可達(dá)18 ℃，在拐點(diǎn)下方是冷煤油層，溫度低且非常均勻，3號，4號貯罐溫差約2 ℃，5號，6號貯罐溫差小于0.5 ℃，冷熱煤油之間無明顯的中間過渡。其中，5號，6號貯罐存在串液，導(dǎo)致溫度深度T-H曲線有一定波動(dòng)。

比較多次任務(wù)煤油貯罐的溫度分布情況，普遍反映出煤油溫度分布存在一個(gè)明顯拐點(diǎn)，并且這一拐點(diǎn)正好是在煤油降溫回流的水平布液管部位。在水平布液管上方存在溫差達(dá)10 ℃以上的熱煤油層；在下方則是冷煤油層，溫差小于3 ℃。其中，1號，2號煤油貯罐在拐點(diǎn)處還存在中間過渡層。

這種溫度分層情況與文獻(xiàn)[13]中的液氧溫度分層規(guī)律十分類似，但產(chǎn)生溫度分層的原因卻并不相同。分析認(rèn)為，煤油貯罐存在溫度分層現(xiàn)象主要有兩方面的原因。一是貯罐內(nèi)部存在滯流區(qū)。煤油降溫過程中，貯罐中的煤油經(jīng)底部出液口流入管道系統(tǒng)，經(jīng)換熱器降溫后從水平布液管回到貯罐。出液口在底部，回流布液管在中部，在貯罐中下部形成流動(dòng)的“短路效應(yīng)”，煤油充分降溫形成冷煤油層；上部成為滯流區(qū)，該處煤油難以參與降溫流動(dòng)和熱交換，形成熱煤油層。二是煤油降溫后物性發(fā)生變化。根據(jù)煤油的物性參數(shù)[14]，在液氮換熱器進(jìn)出口，煤油溫度從30 ℃下降至-10 ℃，溫差達(dá)40 ℃，冷煤油密度比熱煤油大5%，自然下沉于下部空間，加之煤油降溫后黏度顯著增大，熱導(dǎo)率低，冷熱煤油之間的自然對流與熱傳導(dǎo)效率較低，使得煤油貯罐的溫度梯度難以在短時(shí)間內(nèi)達(dá)到均勻狀態(tài)，造成溫度分層。

2 利用鼓泡攪動(dòng)解決煤油貯罐溫度不均

在火箭發(fā)動(dòng)機(jī)煤油輸送系統(tǒng)中，溫度分層是要避免的嚴(yán)重問題，必須采取措施加以解決。冷熱煤油之間的液相混合問題在化工生產(chǎn)中是一個(gè)非常普遍的單元操作過程，這種混合過程是主體對流擴(kuò)散、渦流擴(kuò)散和分子擴(kuò)散三種擴(kuò)散方式的綜合作用結(jié)果，主要有攪拌器、射流和鼓泡等混合方法。在低溫推進(jìn)劑長期在軌壓力管理中，文獻(xiàn)[15]總結(jié)了被動(dòng)防絕熱技術(shù)、流動(dòng)混合方法、熱力學(xué)排氣、主動(dòng)制冷四種低溫貯箱壓力控制方法，對于消除低溫推進(jìn)劑溫度分層都有積極效果。在臨近空間飛行器載荷倉熱管理中，文獻(xiàn)[16]提出強(qiáng)制對流具有良好的換熱效果，對于消除煤油溫度分層也有較好借鑒意義。以煤油輸送系統(tǒng)現(xiàn)有條件，可以采取泵回流和氮?dú)夤呐輧煞N攪動(dòng)混合方式，為驗(yàn)證兩種方法的實(shí)際效果，結(jié)合任務(wù)進(jìn)行第一次調(diào)溫試驗(yàn)，全程記錄試驗(yàn)中的溫度流量等參數(shù)，對比各貯罐上下測點(diǎn)的溫差作為混合效果的判斷依據(jù)。

第一次調(diào)溫試驗(yàn)共有兩個(gè)煤油貯罐，其中1號罐降溫后采用鼓泡攪動(dòng)，2號罐采用泵回流攪動(dòng)。先啟動(dòng)輸送泵，對1號貯罐煤油進(jìn)行降溫，從降溫回流管返回貯罐，流量控制在一定范圍；當(dāng)1號貯罐溫度降至8 ℃時(shí)，切換至2號貯罐進(jìn)行降溫回流；當(dāng)2號貯罐溫度降至5 ℃時(shí)，切斷換熱器管路，并繼續(xù)對2號貯罐進(jìn)行泵回流攪動(dòng)；當(dāng)2號貯罐溫度升至8 ℃時(shí)停止泵回流，保持靜置狀態(tài)；然后對1號罐進(jìn)行鼓泡攪動(dòng)，先從進(jìn)液管底部充氮?dú)鈱①A罐增壓至0.2 MPa后排放，用時(shí)約5 min，然后同時(shí)從進(jìn)、出液管和降溫回流管充氣15 min。

1號貯罐四個(gè)溫度測點(diǎn)數(shù)據(jù)如圖6所示，調(diào)溫前1號貯罐煤油溫度與環(huán)境溫度(31 ℃)基本一致；調(diào)溫后，貯罐四個(gè)測點(diǎn)溫度降至9 ℃左右，上部測點(diǎn)T1,T3較下部測點(diǎn)T2,T4高約1.5 ℃，反映出煤油溫度分層，即上熱下冷；靜置6 h，煤油溫度分層情況無明顯變化；鼓泡后，貯罐四個(gè)測點(diǎn)溫度基本一致。仔細(xì)對比鼓泡過程溫度數(shù)據(jù)，鼓泡后上下溫度測點(diǎn)(T1-T2,T3-T4)溫差由1.5 ℃基本降為0，但水平方向的溫差無明顯變化(約0.25 ℃)，且T1,T2高于T3,T4。分析認(rèn)為，煤油貯罐除了在垂直方向上存在上熱下冷的溫度分層外，在水平方向也存在溫度不均現(xiàn)象，主要原因是近端對流加速，遠(yuǎn)端對流減緩。試驗(yàn)結(jié)果表明：鼓泡對垂直方向的煤油溫度不均有較好攪動(dòng)效果，對水平方向的溫差無明顯效果。

2號貯罐四個(gè)溫度測點(diǎn)數(shù)據(jù)如圖7所示，調(diào)溫前2號貯罐煤油溫度與環(huán)境溫度(31 ℃)基本一致；調(diào)溫后貯罐四個(gè)測點(diǎn)溫度降至5～6 ℃，上下溫差約1 ℃，表現(xiàn)出溫度分層；調(diào)溫結(jié)束后，繼續(xù)維持泵的運(yùn)轉(zhuǎn)，通過水平降溫回流管和垂直進(jìn)液管同時(shí)回流，貯罐上下測點(diǎn)溫差暫時(shí)縮小至0.3 ℃；回流后4 h，貯罐上下測點(diǎn)溫差開始明顯增大，到次日凌晨，溫差回復(fù)至1.5 ℃。與1號貯罐情況類似，2號貯罐也在水平方向上存在溫度差異，其中遠(yuǎn)端測點(diǎn)比近端測點(diǎn)高約0.5 ℃。試驗(yàn)結(jié)果表明：泵回流方式能在一定程度上對中下部的煤油進(jìn)行攪動(dòng)，但無法攪動(dòng)上部煤油，對貯罐煤油溫度分層無明顯效果。

泵回流和氣體鼓泡都能起到攪動(dòng)混合作用，改善煤油貯罐溫度不均的情況。由于泵回流與降溫流動(dòng)過程一致，同樣存在流動(dòng)的“短路效應(yīng)”，無法攪動(dòng)上部煤油解決溫度分層問題。采用氮?dú)夤呐輸噭?dòng)的方法，能夠與貯罐底部的冷煤油混合形成上升的氣液混合物，產(chǎn)生均勻溫和的渦流渦旋，大大提高熱對流效率，消除煤油溫度分層。同時(shí)，高純氮?dú)夤呐葸€能帶走煤油中的水分，進(jìn)一步提高煤油品質(zhì)，鼓泡操作本身較為平穩(wěn)溫和，對系統(tǒng)無顯著影響和安全風(fēng)險(xiǎn)。

3 煤油調(diào)溫計(jì)算模型

采用氮?dú)夤呐萁鉀Q煤油貯罐溫度分層問題后，還需要確定降溫流動(dòng)的停止時(shí)機(jī)，使得鼓泡后的溫度就是調(diào)溫的目標(biāo)溫度，從而避免多次反復(fù)調(diào)溫。由于煤油輸送系統(tǒng)尚不具備同時(shí)進(jìn)行降溫和鼓泡的條件，為掌握煤油調(diào)溫和鼓泡的溫度變化規(guī)律，在此基礎(chǔ)上確定調(diào)溫停止時(shí)機(jī)的判斷準(zhǔn)則，進(jìn)行了第二次調(diào)溫試驗(yàn)，提出了一種煤油降溫鼓泡后目標(biāo)溫度的計(jì)算模型。

3.1 目標(biāo)溫度計(jì)算模型

煤油從初始狀態(tài)到最終輸送前，與溫度相關(guān)的過程按時(shí)間排序主要有：流經(jīng)輸送泵的溫升(調(diào)溫階段)、換熱器降溫、靜置溫升。設(shè)煤油貯罐初始溫度為T初始，體積為V，降溫與回流過程的流量為Q，流經(jīng)換熱器和輸送泵的溫升分別為ΔT降溫、ΔT泵，靜置時(shí)的整體溫升為ΔT靜置，調(diào)溫的目標(biāo)溫度為T目標(biāo)，則根據(jù)熱力學(xué)能量守恒定律有：理論上，將各階段前后溫差與流量數(shù)據(jù)進(jìn)行積分，就可以得到任一階段煤油的溫度。由于煤油輸送系統(tǒng)溫度測點(diǎn)有限，泵前無溫度測點(diǎn)，貯罐煤油又存在溫度分層，必須結(jié)合調(diào)溫試驗(yàn)以及以往積累的實(shí)測數(shù)據(jù)，對各階段煤油溫度變化規(guī)律進(jìn)行計(jì)算分析和準(zhǔn)確評估。

(1)

3.2 流經(jīng)輸送泵的溫升

煤油系統(tǒng)在輸送泵后有溫度測點(diǎn)，泵前只有貯罐溫度測點(diǎn)，當(dāng)貯罐煤油溫度不均時(shí)，無法判斷泵前煤油溫度。只能選擇貯罐在初始或鼓泡后的均勻狀態(tài)，利用貯罐溫度作為泵前溫度，從而計(jì)算流經(jīng)輸送泵的溫升。為避免換熱器干擾，選取調(diào)溫初始階段煤油已經(jīng)回流而換熱器尚未輸送液氮時(shí)段的泵回流數(shù)據(jù)，如圖8所示。

試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明，當(dāng)輸送泵回流流量穩(wěn)定為1050 L/min時(shí)，泵后溫度上升2.1 ℃，當(dāng)流量降至850 L/min時(shí)，泵前后溫差升至2.6 ℃。整個(gè)回流過程中，隨著受熱升溫的煤油不斷回流，貯罐煤油的溫度也在緩慢上升，但泵前后溫差基本保持不變。分析認(rèn)為，輸送泵運(yùn)轉(zhuǎn)的熱量傳遞給煤油，類似于一個(gè)加熱器，其加熱功率在流量變化不大的情況下基本保持一致，煤油流量與溫升的乘積Q×ΔT泵回流即為泵的加熱功率，對多個(gè)煤油貯罐的多次歷史數(shù)據(jù)分析表明，在不同流量條件下，Q×ΔT泵回流穩(wěn)定在2100±100范圍，則流經(jīng)輸送泵的煤油溫升為：

(2)

式(2)表明，煤油流經(jīng)泵導(dǎo)致所吸收的熱量只與時(shí)間有關(guān)，與流量無關(guān)，與貯罐煤油體積無關(guān)，2100即為泵加熱的功率表征。

3.3 靜置溫升計(jì)算

(3)

3.4 修正后的目標(biāo)溫度計(jì)算模型

根據(jù)兩次煤油調(diào)溫試驗(yàn)數(shù)據(jù)，將式(2)、式(3)代入式(1)，并將降溫過程中的ΔT降溫,Q,T環(huán),T初始,V等實(shí)測數(shù)據(jù)代入計(jì)算可得T目標(biāo)，然而目標(biāo)溫度計(jì)算結(jié)果比實(shí)際數(shù)據(jù)有較大偏差。分析認(rèn)為有兩個(gè)方面的原因：一是在煤油降溫過程中，經(jīng)過換熱器后的煤油溫度可低至-10 ℃以下，與庫房環(huán)境溫差可達(dá)40 ℃以上，降溫回流管路為單層管無保溫措施，降溫過程中管壁表面完全結(jié)冰，這部分漏熱損失導(dǎo)致計(jì)算溫度偏低；二是與降溫過程中的管路填充體積ΔV填充有關(guān)，貯罐降溫完成后直接切換，從換熱器至貯罐這一段管路的冷煤油并沒有回到原貯罐，而是進(jìn)入下一貯罐，對于原貯罐而言相當(dāng)于損失了ΔV填充·ΔT的冷量，對于下一貯罐而言則多出了ΔV填充·ΔT的冷量。

將管路與環(huán)境的熱交換和管路填充造成的冷量變化納入計(jì)算，可得目標(biāo)溫度計(jì)算的修正模型：

(4)

4 結(jié)束語

本文通過分析煤油推進(jìn)劑多次調(diào)溫的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，揭示了煤油降溫后溫度分層的原因和機(jī)理，提出了高純氮?dú)鈴?qiáng)制對流消除煤油溫度分層的方法，構(gòu)建了煤油調(diào)溫的目標(biāo)溫度計(jì)算模型。本文提出的方法和模型已成功應(yīng)用于天舟一號任務(wù)，并將在后續(xù)航天發(fā)射任務(wù)中持續(xù)應(yīng)用。主要結(jié)論和建議如下：

1)貯罐進(jìn)出管的空間布置，導(dǎo)致煤油降溫流動(dòng)在貯罐下部短路、在上部滯流，降溫后的煤油密度增大、黏度增大、熱導(dǎo)率低，造成煤油溫度分層。

2)采用氮?dú)鈴?qiáng)制對流可以較好攪動(dòng)煤油，使其垂直方向的溫度基本達(dá)到均勻狀態(tài)，泵回流方式無明顯效果。貯罐水平方向也存在溫度不均，最大可達(dá)0.5 ℃，鼓泡方法對其基本無效。

3)建立修正后的煤油調(diào)溫目標(biāo)溫度計(jì)算模型，作為調(diào)溫停止時(shí)機(jī)的判斷準(zhǔn)則，有效提高了煤油調(diào)溫的精度，避免了精度差所導(dǎo)致的多次調(diào)溫。

4)由于煤油調(diào)溫系統(tǒng)溫度測點(diǎn)較少，造成了調(diào)溫后目標(biāo)溫度的計(jì)算較為復(fù)雜，并存在一定誤差。建議在煤油進(jìn)出液管增設(shè)溫度測點(diǎn)，從而大大簡化目標(biāo)溫度計(jì)算模型。也可增設(shè)一條管道，在降溫的同時(shí)進(jìn)行鼓泡，確保煤油推進(jìn)劑始終處于溫度均衡狀態(tài)。

[1] 程棟, 顧安忠. 液化天然氣的貯存分層現(xiàn)象[J]. 深冷技術(shù), 1997(1):13-15. [Cheng Dong, Gu An-zhong. Storage stratification phenomenon of liquid natural gas [J]. Cryogenic Technology, 1997(1):13-15.]

[2] Bates S, Morrison D S. Modeling the behavior of stratified liquid natural gas in storage tanks: a study of the rollover phenomenon [J]. Int. J. Heat Mass Transfer, 1997, 40(8):1875-1884.

[3] 王海蓉, 馬曉茜. 液化天然氣(LNG)儲(chǔ)存容器中的分層與翻滾[J]. 低溫工程, 2006, 149(1):50-54. [Wang Hai-rong, Ma Xiao-qian. Stratification and rolling of liquid natural gas in storage tank [J]. Cryogenics, 2006, 149(1):50-54.]

[4] 鄒華生, 黃春來. 液化天然氣分層與翻滾模型研究進(jìn)展[J]. 油氣儲(chǔ)運(yùn), 2008, 27(9):17-26. [Zou Hua-sheng, Huang Chun-lai. Advances in research on models of stratification and rollover phenomenon of liquefied natural gas [J]. Oil & Gas Storage and Transportation, 2008, 27(9):17-26.]

[5] 程向華, 厲彥忠, 陳二鋒. 火箭液氧貯箱熱分層現(xiàn)象數(shù)值模擬[J]. 低溫工程, 2008, 162(2):10-13. [Cheng Xiang-hua, Li Yan-zhong, Chen Er-feng. Numerical simulation of thermal stratification phenomenon in liquid oxygen rocket tank [J]. Cryogenics, 2008, 162(2):10-13.]

[6] 程向華, 厲彥忠, 陳二鋒, 等. 新型運(yùn)載火箭射前預(yù)冷液氧貯箱熱分層的數(shù)值研究[J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2008, 42(9):1132-1136. [Cheng Xiang-hua, Li Yan-zhong, Chen Er-feng, et al. Numerical investigation of thermal stratification in liquid oxygen tank for new-style launch vehicle during ground precooling [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2008, 42 (9):1132-1136.]

[7] Cheng X H, Li Y Z, Chen E F, et al. Effect of return inlet on thermal stratification in a rocket tank [J]. Journal of Thermophysics and Heat Transfer, 2010, 24(1):112-122.

[8] 劉展, 厲彥忠, 王磊. 低溫推進(jìn)劑熱分層研究[J]. 宇航學(xué)報(bào), 2015, 36(6):613-623. [Liu Zhan, Li Yan-zhong, Wang Lei. Research on cryogenic propellant thermal stratification [J]. Journal of Astronautics, 2015, 36(6):613-623.]

[9] 劉展, 張曉嶼, 張少華, 等. 熱力學(xué)排氣工作過程中流體熱分層實(shí)驗(yàn)研究[J]. 宇航學(xué)報(bào), 2017, 38(7):743-750. [Liu Zhan, Zhang Xiao-yu, Zhang Shao-hua, et al. Experimental study on fluid thermal stratification during operation of thermodynamic vent [J]. Journal of Astronautics, 2017, 38(7):743-750.]

[10] 程向華, 厲彥忠, 陳二鋒, 等. 回流口位置對液體火箭液氧貯箱熱分層的影響[J]. 航空動(dòng)力學(xué)報(bào), 2009, 24(1): 224-229. [Cheng Xiang-hua, Li Yan-zhong, Chen Er-feng, et al. Effect of the return flow locations on the thermal stratification in liquid oxygen tank of rocket [J]. Journal of Aerospace Power, 2009, 24(1):224-229.]

[11] 王天祥, 陳虹, 雷剛, 等. 增壓輸送過程中臥式貯罐液氫溫度分層研究[J]. 低溫與超導(dǎo), 2012, 44(4):1-4. [Wang Tian-xiang, Chen Hong, Lei Gang, et al. Investigation on thermal stratification of liquid hydrogen in a horizontal liquid hydrogen tank in pressurization feed process [J]. Cryogenics & Superconductivity, 2012, 44(4):1-4.]

[12] 來代初, 蘇紅軍, 李偉. 液氧/煤油發(fā)動(dòng)機(jī)煤油高低溫試驗(yàn)工藝技術(shù)[J]. 火箭推進(jìn), 2009, 35(4):53-59. [Lai Dai-chu, Su Hong-jun, Li Wei. High and low temperature test technology of kerosene of the LOX/kerosene engine [J]. Journal of Rocket Propulsion, 2009, 35(4):53-59.]

[13] 劉展, 孫培杰, 李鵬, 等. 地面停放低溫液氧貯箱熱物理過程研究[J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2016, 50(9):36-42. [Liu Zhan, Sun Pei-jie, Li Peng, et al. Research on the thermal physical process of cryogenic liquid oxygen tank in ground parking [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2016, 50(9):36-42.]

[14] 馬瀚英. 航天煤油[M]. 北京：中國宇航出版社, 2003.

[15] 劉展, 厲彥忠, 王磊, 等. 低溫推進(jìn)劑長期在軌壓力管理技術(shù)研究進(jìn)展[J]. 宇航學(xué)報(bào), 2014, 35(3):254-261. [Liu Zhan, Li Yan-zhong, Wang Lei, et al. Progress of study on long-term in-orbit pressure management technique for cryogenic propellant [J]. Journal of Astronautics, 2014, 35(3):254-261.]

[16] 馬偉, 宣益民, 韓玉閣. 臨近空間飛行器熱管理及熱設(shè)計(jì)方法[J]. 宇航學(xué)報(bào), 2009, 30(5):2092-2096. [Ma Wei, Xuan Yi-min, Han Yu-ge. Thermal management and design principles of stratospheric vehicles [J]. Journal of Astronautics, 2009, 30(5):2092-2096.]